1. 서 론
알루미늄은 비중(2.7g/cm3)이 낮아 경량소재로 잘알려진 재료의 하나이다. 알루미늄의 낮은 비중은 제품을 경량화할 수 있어 연비를 향상시키고 에너지 효율을 높여 자동차의 이산화탄소 배출을 줄임으로써 대기 오염을 감소시킬 수 있다. 그러나 판재성형성 척도의 하나인 소성변형비(r 값 또는 Lankford parameter)가 0.6-0.7 정도로 낮아 제품성형에 문제가 있다[1,2]. 그 이유는 완전 열처리한 알루미늄 합금판재에서 소성변형비를 낮추는 요소인 입방집합조직이라 불리는 {001}<100> 성분이 높아지기 때문이다. 이로 인하여 디프 드로잉 성형성이 나빠진다고 알려져 있다[1,3].
알루미늄 합금판재의 소성변형비를 증가시키기 위하여 최근에 비대칭 압연의 전단변형을 이용하여 소성변형비를 높이는 요소인 {111}<112>와 {111}<011> 집합조직(γ-fiber), 즉 ND//<111>을 증가시켜 소성변형비를 높이는 방법을 연구하였다[4~15].
알루미늄은 FCC 결정구조로서 비대칭 압연시 전단변형에 의하여 변형집합조직인 회전 입방집합조직, {001}<110>이 주로 발달 되고 동시에 평균 소성 변형비를 높이는 γ-fiber 집합조직, ND//<111>이 부수적으로 발달 된다고 알려지고 있다[3~5]. 본 연구 팀은 종전의 실험방법을 변경하여 비대칭 압연을 2단계(1 차 후 2 차)로 함으로서 AA1050 알루미늄 합금판재의 소성변형비를 높이는 새로운 공정을 개발하였다[16,17]. 따라서 본 연구에서는 AA5083 알루미늄 합금판재에 2 단계 비대칭 압연을 하고 이 때 전단변형 효과를 이용하여 집합조직의 변화시키고 디프 드로잉 성형성의 척도인 소성변형비의 향상여부를 관찰하였다.
2. 실험 방법
본 실험에서는 두께 3.9mm 인 AA5083 알루미늄 합금판재를 사용하였다. 알루미늄 합금판재에 압연방향을 표시하고 60mm x 40mm x 3.9mm 크기로 절단하여 초기시편(initial specimen)이라고 이름을 붙였다. 초기시편은 상하 롤 지름 크기를 동일하게 하고 상하 롤 회전속도는 1:1.5 비율로 무윤활 비대칭 압연하였다. 1 차 비대칭 압연의 최종 압하율은 88%이다. 여기서 무윤활 상태에서 비대칭 압연을 한 이유는 롤과 시편 사이에 높은 마찰계수 상태를 만들어 전단변형을 크게 하기 위함이다. 1 차 비대칭 압연은 총 5 회 패스 함으로서 최종 압하율이 되도록 하였다. 1 차 비대칭 압연한 시편은 320℃ 에서 10 분 동안 염욕에서 열처리하였다. 1 차 비대칭 압연하고 열처리한 시편은 2 차로 7, 14, 20 % 무윤활 비대칭 압연하고 각각 330℃ 에서 10 분 동안 염욕에서 열 처리하였다. 각 단계에서 얻어진 비대칭 압연과 열 처리한 시편은 ND(Normal Direction)에 수직한 판재 면의 중간 층인 1/2 두께 층의 극점도를 측정하였다. 판재의 중간층면은 화학과 기계적 연마를 이용하여 만들었다. (111), (200) 및 (220) 면의 불완전 극점도는 Co-Kα X-선의 Schultz 반사법을 이용하여 측정하였다. Bunge[18]는 측정한 2 차원 극점도로부터 3 차원 방위분포함수(Orientation Distribution Function, ODF)를 계산하는 방법을 제안하였다. 또 Bunge[18]는 계산한 방위분포함수를 바탕으로 Taylor 이론[19]을 이용하여 소성변형비를 계산하는 방법[18]을 제안하였다. 본 연구에서는 측정한 극점도를 바탕으로 Bunge[18]의 방법으로 방위분포함수를 구한 후에 소성변형비를 계산하였다.
여기서 소성변형비는 금속판재의 디프 드로잉성형성을 나타내는 가장 중요한 파라메타 중의 하나이다. 소성변형비(r-value)는 폭방향 진변형률/두께방향 진변형률 비로 정의한다[20].
본 연구에서는 측정한 극점도를 이용하여 각 방 향의 소성변형비로부터 평균 소성변형비( -value)와 |Δr| 값을 아래 식 (1)을 이용하여 구하였다[20].
여기서 r0, r45 및 r90 는 각각 압연방향(RD)에 0°, 45° 및 90° 방향에서의 소성변형비를 의미한다.
3. 결과 및 토의
Fig. 1에는 초기시편, 1차, 2차 비대칭 압연과 각각 열처리한 시편의 극점도 측정결과를 보여주고 있다. Fig. 1(a)는 초기시편의 극점도로서 Brass집합조직인 {011}<211>과 입방집합조직인 {001}<100>이 잘 발달하였다. Fig. 1(b)는 1차 88% 비대칭 압연한 시편의 극점도로서 강한 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(c)는 1차 88% 비대칭 압연 후 320 ℃에서 10 분 동안 열처리한 시편의 극점도로서 강한 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(d)는 1차 88% 비대칭 압연하고 320℃에서 10분 동안 열처리한 시편을 2차 7% 비대칭 압연한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(e)는 1차 88% 비대칭 압연하고 320℃에서 10분 동안 열처리한 시편을 2차 7% 비대칭 압연하고 330℃에서 10분 동안 열처리한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fibe가 나타났다. Fig. 1(f)는 1차 88% 비대칭 압연하고 320℃에서 10분 동안 열처리한 시편을 2차 14% 비대칭 압연한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(g)는 1차 88% 비대칭 압연하고 320℃에서 10분 동안 열처리한 시편을 2차 14% 비대칭 압연하고 330℃에서 10분 동안 열처리한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(h)는 1차 88% 비대칭 압연하고 320℃ 에서 10 분 동안 열처리한 시편을 2 차 20% 비대칭 압연한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber가 나타났다. Fig. 1(i)는 1 차 88% 비대칭 압연하고 320℃ 에서 10 분 동안 열처리한 시편을 2 차 20% 비대칭 압연하고 330℃ 에서 10 분 동안 열처리한 시편의 극점도로서 회전 입방집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber 가 나타났다. Fig. 1 을 종합하면 1 차 비대칭 압연 후에는 강한 회전 입방정 집합조직인 {001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber 가 나타났다.
Fig. 1Pole figures of AA5083 Al alloy sheets; (a) initial specimen, (b) the 1st 88% asymmetric rolling, (c) subsequent heat treatment at 320℃ for 10 minutes, (d) the 2nd 7% asymmetric rolling, (e) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes, (f) the 2nd 14% asymmetric rolling, (g) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes, (h) the 2nd 20% asymmetric rolling, (i) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes
2 차 비대칭 압연과 열처리한 시편에서는 강하지는 않지만 회전 입방정 집합조직인{001}<110>과 약한 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber 가 혼합되어 나타났음을 알 수 있었다.
Fig. 2 는 극점도를 자세히 분석하기 위하여 측정한 극점도를 바탕으로 방위분포함수(ODF)를 계산한 결과이다. Fig. 2 에서도 Fig. 1 에서 분석한 집합조직 결과와 같은 경향임을 알 수 있었다.
Fig. 2ODFs of AA5083 Al alloy sheets; (a) initial specimen, (b) the 1st 88% asymmetric rolling, (c) subsequent heat treatment at 320℃ for 10 minutes, (d) the 2nd 7% asymmetric rolling, (e) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes, (f) the 2nd 14% asymmetric rolling, (g) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes, (h) the 2nd 20% asymmetric rolling, (i) subsequent heat treated at 330℃ for 10 minutes
Fig. 2 의 ODF 의 자료를 이용하여 계산한 평균 소성변형비-value)와 |Δr| 값을 Table 1 과 Fig. 3에 나타내었다.
Table 1The calculated-values and |Δr| variations of AA5083 Al alloy sheets; initial specimen, the 1st 88% asymmetrically rolled and subsequent heat treated specimens at 320℃ for 10 minutes, the 2nd 7, 14 and 20% asymmetrically rolled and subsequent heat treated specimens at 330℃ for 10 minutes
Fig. 3The calculated-values and |Δr| variations of AA5083 Al alloy sheets; initial specimen, the 1st 88% asymmetrically rolled and subsequent heat treated specimens at 320℃ for 10 minutes, the 2nd 7, 14 and 20% asymmetrically rolled and subsequent heat treated specimens at 330℃ for 10 minutes
Table 1 에서 초기시편의 평균 소성변형비는 0.83이고 1 차 88% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.99 와 0.83 이다. 따라서 AA5083 알루미늄 합금판재를 1 차 88% 비대칭 압연하고 열처리하여도 평균 소성변형비는 증가하지 않았다. 이 결과는 본 연구팀에서 종전에 얻었던 결과[14]보다는 증가한 값을 얻은 결과이다. 또 1 차 88% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편을 2 차 7% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.76 과 0.81 이고, 2 차 14% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.89 과 1.01 이며, 2 차 20% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.85와 0.85 이었다. 2 차 비대칭 압연 중 14% 비대칭 압연할 때 평균 소성변형비만이 초기시편의 평균 소성변형비보다 증가하였다. 그 이유는 Fig. 1 과 Fig. 2 의 극점도와 방위분포함수에서 보인 바와 같이 1 차 비대칭 압연 때보다 2 차 비대칭 압연과 열처리에 의하여 소성변형비를 증가[1]시키는 <111>//ND 집합조직인 γ-fiber 성분이 증가했기 때문으로 판단된다.
본 연구에서 낮은 압하율로 2 차 비대칭 압연하고 열처리한 시편에서 회전 입방조직인 {001}<110>이 감소하고 <111>//ND 집합조직인 γ-fiber 성분이 증가하는 이유를 다음과 같이 Taylor Factor 의 정의로 해석할 수 있다. 정의에 의하면 Taylor Factor 는 변형에너지와 관계가 있다. 비대칭 압연 상태에서 회전입방 집합조직인 {001}<110>의 Taylor Factor 는 <111>//ND 집합조직인 γ-fiber 의 Taylor Factor 보다 큰 값을 나타냈다[17]. 따라서 높은 에너지를 갖는 회전 입방 집합조직인 {001}<110>이 2 차 비대칭 압연 후 열처리하는 동안 에너지를 소비하고 낮은 Taylor Factor 를 갖는 <111>//ND 집합조직인 γ-fiber 성분이 발달한다고 해석하였다[17]. 본 연구에서도 S. K. Nam 등[17]이 얻었던 결과와 동일한 방법으로 결과를 해석할 수 있다. 또 S. K. Nam 등[17]은 2 차 비대칭 압연에서 소성변형비를 증가시키는데 최적의 압하율이 있다고 하였다. 이를 바탕으로 본 연구 결과를 해석하면 AA5083 알루미늄 합금판재의 2 차 비대칭 압연의 최적 압하율은 14% 정도 임을 알 수 있다.
Table 1에서 초기시편의 |Δr| 값은 0.58이고 1차 88% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 1.67과 0.62이다. 따라서 AA5083 알루미늄 합금판재를 1차 88% 비대칭 압연하고 열처리하여 |Δr| 값은 오히려 증가하였다. 이 결과는 본 연구팀에서 종전에 얻었던 결과[14]와 유사한 경향을 나타냈다. 그 이유는 1차 비대칭 압연으로 평균 소성변형비와 |Δr| 값에 나쁜 영향[1]을 준다고 알려진 회전 입방 집합조직인 {001}<110>의 강도가 증가하였기 때문으로 판단된다. 1차88% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편을 2차7% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 |Δr| 값은 각각 0.55과 0.44이고 2차14% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.63과 0.92이며 2차20% 비대칭 압연한 시편과 열처리한 시편의 평균 소성변형비는 각각 0.47와 0.58이었다. 2차 비대칭 압연 중 14% 비대칭 압연할 때 |Δr| 값이 초기시편의 평균 |Δr| 값보다 증가하였다. 그 이유도 1차 비대칭 압연 때보다 2차 비대칭 압연과 열처리에 의하여 <111>//ND 집합조직인 γ-fiber 성분의 증가뿐만 아니라 평균 소성변형비를 낮추고 |Δr| 값을 높이는 회전 입방 집합조직인 {001}<110>가 증가하였기 때문으로 판단된다[1]. 이 증거를 역시 Fig. 1과 2의 극점도와 방위분포함수의 결과로부터 확인 할 수 있다. Fig. 3은 표 1을 바탕으로 평균 소성변형비(-value)와 |Δr| 값을 알아보기 쉽게 하기 위하여 그림으로 나타낸 것이다.
이와 같이 1 차 88% 비대칭 압연 후 열처리한 시편을 2 차 14% 비대칭 압연 후 열처리한 AA5083 알루미늄 합금판재는 초기시편과 1 차 비대칭 압연후 열처리한 시편 보다 평균 소성변형비(-value)는 증가하고 |Δr| 값도 약간 증가하였다. 그 이유는 앞서 해석한 바와 같이 2 차 비대칭압연 후 열처리한 시편에서 회전 입방집합조직인 {001}<110> 과 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber 집합조직 등의 발달정도와 관련 지어 해석할 수 있다. 따라서 AA5083 알루미늄 합금판재의 평균 소성변형비(-value)는 2 차 비대칭 압연과 열처리에 의하여 증가시킬 수 있음을 확인하였다.
4. 결 론
(1) AA5083 알루미늄 합금판재를 1 차 비대칭 압연과 열처리 후 2 차 14% 비대칭 압연과 열처리한 시편에서 ND//<111> 집합조직인 γ-fiber 강도가 초기시편보다 증가하였다.
(2) AA5083 알루미늄 합금판재를 1 차 비대칭 압연과 열처리 후 2 차 14% 비대칭 압연과 열처리한 시편의 평균 소성변형비(-value)는 초기시편보다 1.2배 증가하였다.
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